管线变形（精选四篇）
管线变形 篇1
目前,诸多学者研究了基坑开挖对周围地埋管线的变形规律,分析了不同因素在深基坑开挖过程中对直埋管线的影响。同时,建立了管线沉降评估方法及变形控制标准。但是对于天津地区地质条件及复杂环境条件下,管线变形规律及沉降预估的研究还不多,还需要做进一步的研究工作[1,2,3,4,5,6,7,8]。
本文以天津某工程中的A区超深基坑为工程背景,根据工程资料、施工工况和监测数据,研究了超深基坑开挖对邻近地埋管线的影响规律,分析了地埋管线沉降规律及影响因素,同时提出了管线沉降预测公式,期望可为相似工程提供参考,具有一定的工程价值。
1工程概况
本文以天津某深基坑工程A标段裙楼部分为参照。该工程位于天津市滨海新区泰达MSD现代服务商务区内,工程占地面积27772m2,共分为A、B两个标段,首先施工A标段。其中A标段场地南北长度约为185m,东西宽度约58m,地下为四层钢筋混凝土框架结构,基础为1.4m厚筏板,采用1.0m厚地下连续墙作为地下室外墙,墙体埋深42m,地上裙房一般为4层(局部5层),高度一般为25m(局部30m~40m),基坑深度为22.65m,局部22.95m,属于超深基坑。基坑平面布置如图1所示。
1.1工程地质及水文地质概况
本工程拟建场地总体地势平坦,该场地属于自中生代早期以来长期沉降而形成的黄骅坳陷北部北塘凹陷四级构造单元。天津市是华北地区地面沉降最严重的地区,加之软弱土层固结、近期城市建设及周边地区的地下水开采,容易引起该地区地面沉降的增大。场地地下水静止水位为-2m,随季节有所变化,一般常年变幅在0.50m~1.00m左右。基坑范围内各土层的性质见表1。
1.2基坑支护结构
本工程围护结构及止水帷幕采用地下连续墙形式,墙底标高-42.9m,墙厚1000mm。在A区工程和B区工程之间设置了临时地下连续墙,墙底标高-42.9m,墙厚800mm。止水帷幕底端大多进入粉质黏土层中,局部进入粉砂层,截断第二层承压水层。基坑采用地下连续墙加四道混凝土支撑配合方式进行支护,第一道支撑中心标高为-2.6m,第二道支撑中心标高为-9.20m,第三道支撑中心标高为-14.20m,第四道支撑中心标高为-19.00m。基坑支护剖面如图2。
2管线沉降监测方案
在基坑四周的道路下有雨水管道、排污管道、给水管线和燃气管线等,最近的管线距基坑支护结构外墙6m~9m。综合考虑,本项目选择基坑旁第一大街处的给水管线及新城西路处的给水管线和燃气管线为监测对象。监测项目为地下管线竖直沉降及差异沉降。管线监测累计报警值为±20mm,速率报警值为3mm/d,差异沉降报警值为6.4mm/10m。测点布置的原则:①测点宜布置在管线的接头处,或者对位移变化敏感的部位;②根据设计图纸要求,测点布置在管线顶部,间距约20m,具体布点位置结合天津周大福金融中心工程周边道路管线平面图进行。详见图1。
3监测数据分析
基坑地连墙施工在2013年5月14号全部完成,本工程监测工作从2013年8月21号开始,至2014年1月27号结束,历时4个多月,基坑开挖前对监测项目进行初始值测定。从基坑开挖开始到钢筋混凝土垫层施工完毕,共经历了5个阶段,见表2。
分析本工程监测数据,本基坑周边沉降具有相似的规律,本文选取具有代表性的监测点分别绘制周边地埋管线单点累计沉降变化曲线图(见图3)和管线整体沉降变化曲线图(见图4)。
3.1单点监测数据分析
通过图3可以看出,在基坑土方开挖与降水过程中,地连墙后土体产生卸载效应,基坑降水引起地下水位下降,土体产生固结,周边管线均表现出了不同程度的沉降。在整个的基坑开挖过程中,基坑对周围地埋管线的影响,呈现出以下几个特点:
(1)基坑长边与短边对周围地埋管线的影响不同。对比分析图3中的(a)、(b)和(c),基坑短边管线沉降(c图)的最大沉降值(39.1mm)远小于基坑长边管线(a图、b图)的最大沉降值(90.5mm),长边处管线最终沉降基本都大于短边,表明基坑长边对管线沉降的影响要远大于短边的。分析原因,可能由于开挖过程中,长边开挖面积大,支护结构后土体得到了较大的应力释放机会,支撑力与墙后主动土压力的差值更大,使得土体向基坑内运动,土体水平应力减小,竖向剪力增大,出现塑性区,从而造成长边处土体沉降大于短边,即长边处管线沉降大于短边。
(2)施工工况对基坑周边地埋管线具有不同程度的影响。图3中(a)与(b)可得,当工况为1、2时,管线沉降基本呈线性增长且速率较大,随后当完成工况3(80d)时,发生了明显的上涨。最后随着第四道支撑(工况4)与混凝土垫层(工况5)的施工完毕,沉降趋于稳定,基本不变。
(3)管线沉降受其到基坑边中心点距离的影响。从图3中可以发现,距离基坑边中心越近的点比远的点沉降大,(a)图中,距离上G6﹥G4﹥G9﹥G1,但对应的沉降却正好相反,(b)和(d)图均表现出同样的特征。因此得到,距基坑边中心处越远的管线沉降越小。所以,在监测工作中,可按照‘中密远疏’的原则进行布点,以达到经济、科学的目的。
3.2多点监测数据分析
通过绘制管线整体沉降图(图4),可判断管线是否是均匀沉降变形,进一步观察管线的整体变形情况,从而评价基坑周边管线的安全性。对图4分析可得,在基坑开挖过程中,新城西路及第一大街的给水管线整体沉降一直在加剧。在开挖前期,由于土体卸荷及内支撑安装不及时,管线整体变形表现出变形速率较大,此时应加强监测频率。到开挖后期随着内支撑的逐步完成,管线沉降开始趋于稳定,此时可降低监测频率。在整个过程中,两条管线相邻测点的相对变形值基本在规范控制值范围以内,属于均匀沉降变形,管线是安全的。
4管线最终沉降预测
由前文可知,管线沉降监测的最终目的是得到最终沉降,进而用来判断基坑周边管线的安全。上文提到,管线最终沉降受其到基坑边中心点距离的影响。因此,本文绘制了管线最终沉降与距基坑边中点距离曲线(如图5),并利用origin软件对数据进行了指数函数拟合,得到了管线最终沉降预估公式(式1)。
式中,y为管线最终沉降量,单位为mm,x为距离基坑边中心距离,单位为m;A、B和C为参数,取值分别为106.44076、28.50171和9.84536.
通过此公式,可以为相似工程管线监测点进行合理的布置作为参考,并可对管线较大沉降处进行提前加固,做到信息化施工,具有一定的工程参考价值。
5结论
(1)通过对天津某深基坑周围管线监测数据的分析可知,在基坑开挖过程中,周边管线基本处于安全状态,表面此基坑监测方案合理、支护结构可行。
(2)通过对监测数据的分析可知,基坑长边与短边对周围地埋管线的影响不同,总体表现为基坑长边对管线沉降的影响要远大于短边的。因此建议在基坑开挖时应加强对长边处管线的监测强度。
(3)施工工况对基坑周边地埋管线具有不同程度的影响。在基坑开挖中,应尽可能加快基坑的开挖速度,特别是在垫层施工时,这对控制周围地埋管线变形有很大的好处。
(4)通过对管线监测数据的分析可得,距基坑边中心处越远的管线沉降越小,越近处沉降越大,因此建议在监测点布置时,可按照‘中密远疏’的原则进行布点,以达到经济、科学的目的。本文并以此拟合出经验公式,可对管线最终沉降做出预测,做到信息化施工,对相似工程具有一定的工程参考价值。
摘要：本文以天津某深基坑为工程背景,根据工程资料、施工工况和管线监测数据,对超深基坑邻近地埋管线的影响规律进行了研究。通过监测数据的分析,得出了以下主要结论:在基坑开挖过程中,周边管线基本处于安全状态,表明了此基坑监测方案合理、支护结构可行;总结了基坑施工工况、基坑长短边、距基坑边中心处的距离对周围地埋管线沉降影响规律,并分析可能的原因;对监测数据进行拟合,得出可对管线最终沉降做出预测的经验公式,对相似工程具有一定的参考价值。
关键词：基坑开挖,管线,监测,预测
参考文献
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管线变形 篇2
1 管道下沉力学分析
埋地管道一旦出现地基下陷,管道受力的边界条件将会发生极大的变化,管道的受力情况也随之改变,将导致管道发生变形,其受力情况见图1。
图1 管道地基下沉受力分析图
下沉过程中管道以弯曲变形为主,在分析弯曲变形过程中,最关键的部分是确定管道挠曲线方程。
将管道分为AB(沉降区)和BC(非沉降区)两个部分。管道在A点Y方向发生为以最大为f,C点Y向位移为0,假设管道沉降区域管长为s。BC段可以近似的认为管道发生弹性变形,而AB段则是发生了大挠度变形,将管道看做简支梁来进行分析。列出变形方程[1]:
BC段:
其中W—管道在铅垂方向位移,K—地基弹性系数,EI—管道的抗弯刚度,MB为B点的弯矩[2,3]。
AB段:
由于管道是连续的,因此管道在B点也是连续的,AB段管道和BC段管道在B点受力边界条件是一致的。管道的变形方程为:
2 管道下沉有限元分析
管道受土壤的摩擦力和压力,在分析过程中,需要考虑突然与管道的摩擦力,因此考虑管道与土壤的耦合作用。由于管道发生大变形,因此选择SOLID45单元为土壤和管道单元,考虑土体和管道的弹性系数不同,变形能力差异较大,选用TARGE170单元和CONTACT173单元分析管道—土体变形过程,建立有限元模型[4]:分析过程中考虑利用罚函数法计算分析管道与土体之间的摩擦和变形,为了控制计算收敛能力管道大变形过程中选择罚刚度为0.1[5]进行有限元分析,如表1所示。
分析如图2和图3所示。
管道下陷过程管道的最大位移在地基下陷的中间部分,但是管道最大的应变和应力值却在管道与土壤接触部分。由于地基下城管道支撑边界发生变化,部分管道随着地基下沉,产生局部大变形,在地基塌陷边界处管道变形的曲率与挠度符号发生变化,管道的应力、应变产生拐点出现在地基塌陷处,管道应力符号发生变化。对非塌陷区域管道产生影响,经计算管道的位移,管道下沉过程中管道铅垂方向最大位移出现在管道塌陷中心位置,由于地基下沉导致管道的支撑边界发生变化,所以地基塌陷区域大小将直接影响管道的应力应变分布。
表1 管道下沉分析工况
图2 工况一管道变形图
图3 工况一管道应力云图
3 结论
(1)不同土壤种类变形系数发生改变,与管道的摩擦系数不同,管道受到土壤的力也随之发生改变。在管道下沉过程中,土体对管的黏聚内力增到,则对管道的作用力随之增大,管道被迫向土体塌陷方向变形,局部就会产生大的变形。
(2)由于实际埋设管道过程中,管道填埋层厚度不同。直接影响管道上层土体对管道的压力,改变管道的受力情况。地基下陷过程中,管道底部的支撑力发生变化,当地基下陷时,管道底部的支撑力降低,管道向下变形。
参考文献
管线变形 篇3
盾构法施工是目前地铁隧道修建过程中最常采用的一种施工方法。虽然盾构技术经历过一百多年的发展,技术相对比较成熟,但盾构施工仍不可避免对隧道周围土体的扰动,扰动后的土体将产生固结与次固结,从而地层产生沉降变形,最终对地层中的管线[1,2,3,4,5,6,7]产生变形影响。为了避免管线受到地铁施工带来的影响,许多管线被迫迁移,某些情况下管线无法迁移,此时必须采取合理的保护措施,保证地铁隧道施工对周围管线的影响降低到最小。因而,如何在开挖过程中防止坍塌并有效地控制开挖引起的地面沉降以保护工程沿线地下管线的安全,已成为城市地铁工程中亟待解决的一项重要课题,因此研究地铁隧道盾构施工对邻近管线的变形影响具有重要的理论意义与工程运用价值。很多学者[8,9,10]对这方面展开了深入浅出的研究,采用的方法有经验公式方法、模型试验方法、现场实测方法、数值计算方法等,并取得了一定的研究成果,但已有研究大多是管线与隧道平行,对于隧道与管线有一定夹角的情况鲜有涉及。另外,西安作为一个古城,地下构筑物比较密集而复杂,同时也是典型的黄土地区,目前国内外学者对本方面的研究还比较少,还存在一些欠缺,因此还需要对该方面进行深入的研究。另外, FLAC3D是美国开发的一个三维有限差分程序,能够进行土质、岩石及其他材料的三维结构受力特性模拟和塑性流动分析,特别适用于分析大变形问题, 故采用该软件特别适合分析黄土湿陷的大变形问题。
本文采用FLAC数值模拟,对西安地铁盾构施工对上覆既有垂直于地铁线路的地下管线的变形规律展开研究,在此基础上提出西安地铁盾构施工地下管线安全保护技术措施,该研究可为西安地铁其他线路盾构施工时,地下管线安全保护提供理论依据与技术支撑。
1地铁盾构施工对邻近垂直于隧道轴线的管线变形影响规律研究
地铁线路一般是沿着城市的主干道进行设置的,而城市的各种地下管线由于其功能的不同,在地层中的布置是错综复杂的,其中有些管线是和地铁线路相互垂直的。而地铁施工时,上方地层将产生沉降,形成沉降槽,将会使地下管线与地层相互脱离,同时由于沉降槽的存在,地层的沉降是不均匀的,这将导致地下管线的变形也是不均匀的,为了研究地铁隧道盾构施工对垂直于地铁线路的地下管线的影响大小,现采用FLAC研究其变形规律。
1. 1不同管- 隧距离且垂直于地铁线路的管线FLAC模拟
地铁隧道施工后,距离隧道轴线不同距离处的地层的变形情况是不一样的,故地层中的地下管线的变形也是不一样的,为了能够掌握不同管- 隧距离对地下管线的变形影响规律,现采用FLAC研究不同管- 隧距离时,地铁盾构施工引起的地下管线变形规律。
现取模型尺寸为30m × 20m × 30m ( 长 × 宽 × 高) ,隧道轴线埋深为18m,管径为1. 0m,管壁为0 . 15 m,管线轴线埋深分别为1 m、2 m、3 m、4 m、5 m的5种工况对盾构施工引起的管线变形规律进行分析。
根据上述基本条件,根据距离隧道远近的不同将地层划分为不同的网格单元。可建立如图1所示的FLAC模型。为了能够较为准确的研究不同管隧距离隧道施工对垂直于该隧道的地下管线变形影响,在建模时采用相同的模型尺寸,相同的模型边界条件,相同的土层参数、管线参数、衬砌参数、盾构施工参数,经数值计算最终可得到如图2所示的管线变形曲线图。
对图2分析可得:
1) 在其他参数均相同的条件下,管线的沉降最大值处均位于隧道轴线正上方,且随着管隧距离的缩短,管线沉降最大值不断增大。
2) 在其他参数均相同的条件下,随着管隧距离的缩小,因隧道盾构施工而对管线的变形影响范围逐渐减小,沉降曲线的沉降槽宽度逐渐减小。
3) 在其他参数均相同的条件下,无论管隧距离多少,管线在距隧道轴线1. 6倍洞径处的沉降值基本相同,而在 ± 1. 6倍洞径范围内随管隧距离的减小沉降值逐渐增大。在 ± 1. 6倍洞径范围以外随管隧距离的减小沉降值逐渐减小。
1. 2不同土仓压力对垂直于地铁线路的地下管线变形影响规律
盾构施工时为了确保开挖面的土体稳定,一般来说都需要设置一定的土仓压力以平衡土压力,而土仓压力过大时,隧道上覆土层将产生隆起,而当土仓压力太小时,上覆土层将产生较大的沉降,甚至使开挖面失稳破坏,因此确定合理的土仓压力是保证地层中管线安全的一项重要措施。为了研究不同土仓压力对地层中管线变形的影响,取相同的隧道埋深,相同的管- 隧距离,不同的土仓压力来研究土仓压力对地下管线的变形影响。
现取模型尺寸为30m × 20m × 30m ( 长 × 宽 × 高) ,隧道轴线埋深为18m,管径为1. 0m,管壁为0. 15m,管线轴线埋深为2m,土仓压力为0. 05MPa、0. 08MPa、0. 1MPa、0. 12MPa、0. 15MPa共5种工况对盾构施工引起的管线变形规律进行分析。
根据上述基本理论,考虑盾构施工对周围环境影响的程度不同,现将模型划分为不同的网格单元, 最终可建立如图3所示的FLAC模型。
根据上述基本条件,除土仓压力参数不同外,其他的条件均一样,经数值计算最终可得到如图4所示的管线沉降曲线。
对图4分析可得,隧道盾构施工后,管线的变形曲线与盾构土仓压力的大小关系很大,具体如下:
1) 同一隧道在同一土仓压力下施工时,管线会因隧道的施工先后顺序不同而产生差异沉降,先施工部分管线变形大于后施工部分。
2) 对于同一管线,管线因隧道施工的先后顺序不同而产生的差异沉降随土仓压力的增大而逐渐减小,随土仓压力的减小而差异沉降增大。
3) 随着土仓压力的增大,地下管线的变形越来越小,甚至可能产生向上隆起。因此可以通过设置合理的土仓压力大小来减小上覆管线的变形。
2工程应用
2. 1工程概况
胡家庙- 石家街区间位于西安市金花北路地下,区间从胡家庙站起,沿金花北路地下向北,穿越华清立交、陇海铁路及西安火车东站,在长缨路南侧到达胡家庙站,左、右线盾构隧道下穿立交桥,距桥桩边缘为7m。沿金花北路东侧有一根DN1800直埋混凝土排水管线,与盾构左右线隧道垂直,该管线最大埋深约4. 7m,此处隧道拱顶覆土为8. 3 ~ 11. 0m。
2. 2 FLAC建模
根据西安地铁3号线胡家庙- 石家街区间岩土工程勘察报告可知,盾构下穿管线施工时,地层参数具体详见表1。地下管道、等代层及管片的物理力学计算参数具体详见如表2。
根据现场勘察及相关资料的收集可知,在管线处于隧道上方,管线轴线埋深为3. 8m,隧道拱顶覆土为10m。考虑到盾构施工后对周围土体影响的大小不同,故建模时根据影响程度的大小不同划分为不同的网格单元。具体FLAC计算模型如图5所示。
2. 3 FLAC数值模拟工况
盾构施工参数如下: 盾构不产生超挖与欠挖,土仓压力控制在0. 09MPa,壁厚注浆饱满,盾构保证匀速连续推进。
2. 4变形监测方案
在地铁隧道施工中,由于地层损失,将导致地下管线的变形,为了能及时了解施工过程中地下管线的变形情况,需对管线变形进行实时监测。管线变形监测方法可分为直接监测法和间接监测法两种。 直接监测法即在管线上布设直接观测点,对于直接观测点必须布置于暴露出来的管线上,也就是说对于直接监测点布设时,需将管线上方的土体刨开,将点直接布置于管线上。如果土体难于开挖时,需采用间接监测法,即通过地表的变形来反应管线的变形,将间接监测点布设在地表即可。
在管线变形监测点布置时,沿管线轴线上每隔1m布设一个监测点,同时监测点应尽可能的布设在管线的检查井处以减少土体的开挖和方便监测。对于间接监测点的布设,采用按与隧道走向垂直方向呈断面布置,断面间距为1m。各管线均埋设间接地表点,加盖保护,测点间距及监测频率等根据管线管理部门的要求进行调整。
2. 5实测变形曲线与预测变形曲线对比分析
为了能更好的检验预测管线变形的有效性,现将预测沉降曲线与现场监测曲线进行对比分析,预测曲线与实测沉降曲线对比图如6所示。
对图6分析可得,该管线位于两隧道盾构施工引起的地层沉降槽范围之内,故该管线的变形量相对较大。从预测曲线与实测曲线的对比分析来看, 两者的管线变形趋势趋于一致,地层变形稳定后,管线的变形趋于均匀沉降。从实测沉降曲线与预测沉降曲线的对比来看,实测沉降值大于预测沉降值,这是因为现场施工时,施工参数无法做到与理论完全一致,导致其变形大于预测值。
3结论
1) 地铁隧道盾构施工时,对周围不可迁移的管线会产生严重影响。管线垂直于隧道轴线时,盾构施工对周围管线的影响大小与管隧距离相关,在其他参数均相同的条件下,管线的沉降最大值处均位于隧道轴线正上方,且随着管隧距离的缩短,管线沉降最大值不断增大。在其他参数均相同的条件下, 随着管隧距离的缩小,因隧道盾构施工而对管线的变形影响范围逐渐减小,沉降曲线的沉降槽宽度逐渐减小。在其他参数均相同的条件下,无论管隧距离多少,管线在距隧道轴线1. 6倍洞径处的沉降值基本相同,而在 ± 1. 6倍洞径范围内随管隧距离的减小沉降值逐渐增大。在 ± 1. 6倍洞径范围以外随管隧距离的减小沉降值逐渐减小。
管线变形 篇4
关键词：LNG加气站,温度场,受力分析
0 引言
由于LNG加气站站内管线较为复杂, 且在加气站实际工作中, 部分管线承受较低温度至较高温度的循环温度载荷的作用, 温度的循环变化使得管线所受的应力也发生着较大变化, 对管线的结构强度产生较大的影响。为了充分了解加气站工作过程中管线所承受的应力变化, 需要对其进行温度场下的受力变形有限元分析研究。本文以LNG加气站潜液泵撬进液管线 (含卸车管线) 为研究对象, 对其进行温度场下的应力分析研究。
1 管线三维模型建立
潜液泵进液管线连接LNG储罐和潜液泵, 卸车管线连接LNG槽车与潜液泵, 潜液泵进液管线与卸车管线是相连的, 因此将它们作为整体进行分析研究, 这些管线由DN65、DN50、DN32 三种尺寸的管材及法兰连接组成。
LNG加气站站内管线上连接有截止阀、止回阀等阀门, 这些阀门几何形状复杂, 但对管线的结构强度影响不大, 因此在本次进行管线三维建模时, 将类似阀门结构忽略, 根据二维图纸, 查阅化工标准法兰手册和石油化工管材管件手册, 利用Creo2.0 软件建立管道法兰、垫片以及螺栓螺母的三维模型, 并完成装配, 为方便有限元前处理时网格划分, 三维建模时, 忽略了法兰和螺母的圆角, 为分析方便, 分别对法兰组从1 到6 进行编号, 如图1 所示。
2 LNG进液管线工作过程边界条件
在利用有限元进行分析时需要对管线各部分 (管道、法兰、螺栓螺母) 的温度场进行定义。根据先前我们对LNG加气站管线温度的测量结果, 我们对潜液泵进液管线和卸车管线各部分的温度场分别进行设置。根据各管线的实际连接情况, 定义管线位移边界条件, 如图2 所示, 经有限元计算, 得到潜液泵进液管线和卸车管线在各工况下的应力和变形情况, 对各工况下管线的应力和变形情况进行分析。
3 温度场下应力计算结果分析
在加气工况, 法兰组1、法兰组2 和法兰组3 所在管段中有-150℃的LNG流动, 同时承受内部压力;法兰组4、法兰组5 和法兰组6 所在管段中无液体流动, 可认为其温度接近常温, 管内无压力作用。
加气工况, 潜液泵进液管线和卸车管线的等效应力如图3 所示, 由分析结果可以看出, 在加气工况, 潜液泵进液管线和卸车管线最大等效应力为115MPa, -150℃时管线材料 (06Cr19Ni10) 的许用应力为260MPa, 小于许用应力, 满足强度要求。
加气工况下潜液泵进液管线和卸车管线的位移如图4 所示, 由分析结果可知, 在加气工况下, 可认为卸车管线无内部压力, 且内部介质温度接近常温, 即忽略温度载荷和内部压力作用;潜液泵进液管线将LNG储罐中的LNG输送至潜液泵, 管线承受管内介质压力和温度载荷, 管内介质温度为-150℃。在加气工况下, 卸车管线位移较小, 潜液泵进液管线位移较大, 最大达到5.384mm, 主要是沿着X方向和Y方向的位移。
4 结语
本文使用ABAQUS软件对LNG加气站潜液泵进口管线在温度场下的受力及变形进行了分析研究, 得到了LNG管线温度的变化量值及规律, 该结果对后期LNG管线的布置及优化提供了重要的理论依据。
参考文献
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